автореферат диссертации по металлургии, 05.16.02, диссертация на тему:Поверхностные явления и нестационарность при взаимодействии окислительного дутья с железоуглеродистым расплавом

На правах рукописи

.- л п

' I

ХИСАМУТДИНОВ Николай Егорович'

ПОВЕРХНОСТНЫЕ ЯВЛЕНИЯ И НЕСТАЦИОНАРНОСТЬ ПРИ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ОКИСЛИТЕЛЬНОГО ДУТЬЯ С ЖЕЛЕЗОУГЛЕРОДИСТЫМ РАСПЛАВОМ

Специальность 05.16.02 - "Металлургия черных металлов"

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва, 1998

Работа выполнена в Кузбасском филиале Российской инженерной академии

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Лузгин В. П.,

доктор технических наук, профессор Югов П. И.,:

Доктор технических наук, профессор Шакиров K.M. . •

Ведйая организация:

АО "Северсталь" Череповецкий металлургический комбинат

Защита диссертации состоится »26 " 02. _ 1998 года, в 10 часов на заседании диссертационного совета д 053.08.01 в Московском государственном институте .стали и сплавов по адресу: 117936, г. Москва, ГСП-1, Ленинский проспект, дом 4.{Off.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Московского государственного института стали и сплавов.

Автореферат разослан " " & ^_1998 г.

Справки по телефону: 236-99-81

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор

Бородин Д. И.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Изыскание факторов, позволяющих управлять процессами, происходящими при рафинировании железоуглеродистого расплава газообразным кислородом, тесно связано с изучением особенностей механизма взаимодействия дутья с ванной, оказывающих заметное влияние на ее гидродинамику и кинетику окисления примесей. Несмотря на большое количество работ, посвященных данной тематике, существует различие взглядов на отдельные стороны такого взаимодействия, а природа некоторых особенностей (таких как, перемещение инородных фаз в расплаве с неоднородным поверхностным натянением и нестационарный характер процесса, определяющим образом влияющих на характер рафинирования ванны) недостаточно изучена и требует проведения дополнительных исследований.

Цель работы. Разработка эффективного способа управления ходом конвертерной плавки на основании изучения влияния на характер рафинирования расплава таких факторов, как нестационарность процесса и неоднородность поверхностного натяжения расплава.

Научная новизна. Получены новые сведения о нестационарности" процесса и неоднородности поверхностного натяжения расплава в конвертерной ванне. Определен характер влияния этих факторов на процессы, происходящие в конвертерной ванне (особенно, в. первичной и вторичной части реакционной зоны), в частности, на каплеобразова-ние и брызгоунос из реакционной зоны, на формирование потоков металла и перемешивание ванны, на перемещение инородных фаз в расплаве и на кинетику окисления примесей на различных участках конвертерной ванны. Определено распределение температуры в подфурмен-ной зоне конвертерной ванны, уточнены закономерности изменения диаметра, глубины, температуры, амплитуды и частоты колебаний размеров кратера реакционной зоны в зависимости от давления кислорода перед соплом для дозвуковой и сверхзвуковой струи кислорода.

Установлено, что неоднородность поверхностного натяжения расплава во вторичной реакционной зоне, обусловленная градиентом температуры и неравномерной концентрацией кислорода, вызывает перемещение пузырей и шлаковых включений по направлению к поверхности кратера. Это происходит в результате вытеснения их пограничным слоем расплава за счет капилярных сил в сторону более высокой температуры. Такой пограничный слой оказывает слабое сопротивление потоку примесей расплава к поверхности раздела фаз, так как постоянно обтекает инородную фазу и, едва успев сформироваться, смыкается позади нее, благодаря чему обеспечивается высокая скорость окисления примесей во вторичной реакционной зоне. Этому же способствует и интенсивное акустическое воздействие со стороны первичной реакционной зоны.

Выделены две инфразвуковые составляющие шума процесса, которые отсутствуют-' в спектре шума свободноистекающей сверхзвуковой газовой струи и возникают только при натекании ее на жидкую ванну в результате взаимодействия с поверхностью образовавшегося в расплаве кратера и с отходящим из него встречным газовым потоком. С частотой 5 * 7 Гц изменяется глубина внедрения дутья в ванну, а -неустойчивость его по направлению истечения с частотой 0,7 * 1 Гц заставляют реакционною зону перемещаться' в подфурменном пространстве. Благодаря такому"взаимодействию дутья с расплавом происходит вынос большого количества капель- из реакционной зоны и поступление в нее металла из объема ванны, что вызывает формирование циркуляционных потоков, способствующих перемешиванию расплава.

Предложено дестабилизировать дугье по направлению истечения с частотой 15 + 50 Гц для улучшения перемешивания ванны. Установлено, что целенаправленное изменение амплитудно-частотных характеристик такого дутья позволяет управлять процессами шлакообразо-

вания. дожигания конвертерных газов, окисления примесей металла и влиять на избирательность их окисления.

Получены математические зависимости, устанавливающие связь между содержанием примесей в расплаве и длительностью продувки, рассчитаны скорости окисления примесей в целом по конвертерной ванне, в реакционной зоне, на границе раздела шлак-металлическая ванна я шлак-королек металла, а для углерода - в объеме металлической ванны и определены интенсивность и скорость подвода металла к реакционной зоне как для обычного, так и для дестабилизированного по направлению истечения дутья.

Практическая ценность. Полученные результаты являются-основой для поиска и разработки новых способов управления ходом конвертерной плавки. Они полезны для развития основ теории взаимодействия окислительного дутья с расплавом и могут использоваться для совершенствования технологии выплавки стали в конвертерах, особенно при переработке природнолегированных и низкомарганцовистых чугунов. Полученные в работе математические зависимости пригодны для расчета размеров реакционных зон промышленных агрегатов, для определения содержания примесей в металле в любой момент продувки и по ее окончании.

Реализация работы в промышленности, разработаны дутьевые устройства. позволяющие получать дестабилизированное по направлению истечения дутье с возможностью управления ходом продувки за счет низкочастотного воздействия на ванну. Они обладают высокой работоспособностью и низкой материалоемкостью. Такое дутье позволило повысить степень извлечения ванадия из природнолегированиого чугуна.

Более быстрое шлакообразование при таком дутье способствовало лучшему удалению серы и фосфора при переработке фосфористых и низкомарганцовистых'чугунов. снижению расхода извести и плавико-

вого шпата, уменьшению содеркания окислов железа в шлаке и повышению выхода годного. Возросшее содержание марганца в металле по окончании продувки вызвало снижение расхода ферромарганца, а более качественный обжиг футеровки - снижение расхода торкретмассы.

Лучшее дожигание окиси углерода до двуокиси на границе раздела дутье-отходящий газовый поток позволило снизить расход чугуна и увеличить расход металлолома в завалку. Использование дестабилизированного дутья наряду с технологией присадки шлакообразующих, защищенной авторским свидетельством, повысило эффективность применения кусковых углеродсодержащих материалов.

Апробация работы. Основные положения работы обсуждены на III и IV Всесоюзной научно-технической конференции по переделу природ-нолегированных и фосфористых чугунов (Свердловск, 1976, 1980); V", VI и VII Всесоюзной научно-технической конференции "Теория и практика кислородно-тонвертерных процессов" (Днепропетровск, 1977,1981, 1S87); научно-технической конференции "Интенсификация металлургических процессов и повышение качества металла" (Новокузнецк,1986); I, II Международном конгрессе сталеплавильщиков (Москва,1993,1994).

Публикации. Материалы диссертации опубликованы в 30 научных работах, в том числе защищены 5 авторскими свидетельствами. . Структура и'объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 7 глав и заключения. Содержание работы изложено на 395 страницах машинописного текста, включающего 104 рисунка, 14 таблиц, библиографический список из 237 наименований и 10 приложений.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ 1. ЛАБОРАТОРНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ В РЕАКЦИОННОЙ ЗОНЕ 1.1. Структура, размеры и характер поведения реакционной зоны

Использование скоростной (до.4000 кадров в секунду) киносъем-

ки при продувке чугуна кислородом в прозрачном тигле позволило выявить некоторые особенности механизма взаимодействия дутья с расплавом, определить которые при визуальном наблюдении и применении обычной фото- и киносъемки весьма затруднительно. При заглублении струи кислорода в расплав образуется реакционная зона, которую можно подразделить на первичную зону, где происходит взаимодействие капель расплава, вовлеченных в дутье, с кислородом, и на вторичную зону, представляющую собой вспененный расплав, окружающий кратер, где окисление примесей происходит на границе раздела фаз металл-газовый пузырек и металл-шлаковое включение.

Тщательные замеры параметров реакционной зоны на фрагментах скоростной киносъемки позволили определить, что зависимости изменения температуры, размеров реакционной зоны, частоты и амплитуды эе пульсаций с ростом избыточного давления кислорода перед соплом иеняют свой характер при переходе от дозвукового к сверхзвуковому цутью при р0 - Рн = 1,2-Ю5 1,3-105 Па (см.рис.1).

йИД Н,0, калибры г-ц

ры (1), амплитуды (ДЬ) и частоты (П колебаний кратера от избыточного давления перед соплом (р0 - перед, рн - после сопла)

Расстояние от сопла до поверхности металла в экспериментах, как и в большинстве случаев в промышленной практике, устанавливалось равным 30 калибрам (отношение линейного размера к величине критического сечения сопла), поэтому математические зависимости, полученные при обработке результатов экспериментов, пригодны для определения размеров реакционных зон промышленных агрегатов.

Пульсации реакционной зоны не постоянны по амплитуде из-за наложения двух инфразвуковых составляющих шума продувки с частотой 5 + 7 Гц (с такой частотой изменяются раз-меры реакционной зоны) и .с частотой 1 * 0,7 Гц (с такой частотой меняется местоположение кратера в подфурменном пространстве и амплитуда его пульсаций).

При истечении свободной сверхзвуковой струи в спектре сплошного шума отсутствуют ярко выраженные.инфразвуковые составляющие (рис.2), они появляются только при натекании струи на преграду (в нашем случае на жидкую ванну) в результате взаимодействия с ней и отходящим газовым потоком.

А, '<">-

30 60 -

но 20

£7'—

г в 25 50 юо гоо теоо // з,/5 б,з 12,5 4 в .16 31,5 62. 125 250 ¡00 1 2 4 6 16 10 20 ¿0 60 160 315 6301,25 2,5 5 10 20

1_' Гц__м кГц |

Рис.2. Амплитудно-частотные характеристики спектра сплошного шума недорасширенной сверхзвуковой струи (р0 = 9-Ю5 Па)

Скачки давления внутри кратера, рассчитанные по изменении его глубины, для модели, 160-тонного конвертера НТМК и 300-тонного конвертера ЗСМК представлены на графике (рис.3).

Ла^Л Мл Л Л

У V"" V л А ¿гЛ ДА А. и А Л'А А А,-

V V V Л А л Л А Да Л„ л уу ^ V А А л л А J V ^ А д _

' у V "^х/ V ^в ^ V- У V V 7 V ^

1 ' 2- 3 -с, с

Рис.3. Инфразвуковые колебания давления внутри кратера для: а - 300-тонного конвертера ЗСМК; б - 160-тонного конвертера НТМК; в - для модели

Инфразвуковые пульсации давления в кратере передаются вверх по струе, вызывая скачки наружного давления у среза сопла и изменение скорости истечения струи кислорода, постоянно перестраивая ее структуру и амплитудно-частотные характеристики. Благодаря им из реакционной зоны с частотой 5 * 7 Гц выбрасываются больше массы металла, на место которых поступают свежие из объема ванны, Формируя в ней циркуляционные потоки. Картина инфразвукового волнового процесса, производимого в конвертерной ванне односопловой фурмой, изображена на рис. 4.

Рис.4. Инфразвуковыв волны в конвертере с односопловой фурмой

Аналогичная картина наблюдается при продувке чугуна в тигле индукционной печи. От реакционной зоны, в результате ее пульсаций, расходятся кольцевые волны, а по периферии ванны образуется волна, вызванная перемещениями кратера и самой струи в подфурменной зоне. Низкочастотные пульсации пронизывают всю металлическую и шлаковую часть ванны й помимо перемешивания ускоряют процесс наведения шлака, способствуя быстрому проникновению жидкой шлаковой фазы в поры кусочков извести.

Высокочастотные составляющие сплошного шума сверхзвуковой струи практически полностью поглощаются внутри реакционной зоны, интенсифицируя окисление компонентов расплава, способствуя отрыву , и дроблению капель в первичной зоне и зарождению кавитациояных полостей, росту и пульсациям газовых пузырьков во вторичной зоне.

1.2. Распределение температуры в подфурменной зоне Лабораторные эксперименты показали, что реакционная зона имеет значительный перегрев по сравнению с остальной ванной. Температура продуктов окисления внутри нее могла бы достигать 4000°С. однако процессы, протекающие с поглощением тепла ограничивают ее на более низком уровне (см.рис.5).

Л ар + грарйт

2000

м*Ге}С Графит

________и

а* графит ■' ■ »

89 (00 Графит

чДнагра«и« состояла* ж ел «о— графят

1 2 3 ЦС1%

Рис.5. Изменение максимальной температуры реакционной зоны по ходу плавки в зависимости от содержания углерода в расплаве

Причиной образования бурого дыма в реакционной зоне в начале продувки (в период снижения содержания углерода в ванне.с 4,5% до 1.7%) может быть процесс кипения металлических капель, попавших в наиболее высокотемпературную часть реакционной зоны. Согласно диаграммы состояния фаз в системе железо-графит капли с содержанием углерода 4,5% начинают кипеть при температуре 2500°С, а при 1,7 % - при 2700°С. Поэтому температура реакционной зоны на протяжении этого периода продувки растет - в наиболее высокотемпературной зоне с 2500°С до 2700°С (кривая 1). При дальнейшем снижении содержания углерода для кипения металлических капель необходим более вы-

соеий перегрев. Однако температура реакционной зоны в последующий период не повышается (линия 2), так как при температуре 2700°С начинается диссоциация окислов железа, содержащихся в шлаковых каплях, которые попадают в высокотемпературную зону из вторичной зоны. При этом образование бурого дыма практически не наблюдается.

Необходимо отметить, что температура различных участков реакционной зоны не одинакова. На рис. 6 представлено распределение температуры в подфурменной зоне, определенное на основании данных о ее светимости, полученных путем фотометрирования фрагментов скоростной киносъемки.

Н,кш<)ри

которых проводилось фотометрирование; Н - глубина, II - радиус тигля в калибрах

Характер изменения температуры по мере приближения к центру реакционной зоны можно выразить в виде уравнения (для сечения 5): t = 1400 + 2,5-X2 , °С , (1)

где: X - расстояние в калибрах от изотермы 1400°С до точки в сечении 5. где необходимо определить температуру. ;

Так как диаметр реакционной зоны и протяженность вторичной в горизонтальном сечении пропорциональны масштабу модели, то уравнение будет справедливо и для промышленного конвертера.

1.3. Характер перемещения инородных фаз в расплаве вторичной зоны

В случае продувки в кварцевом тигле металла с содержанием углерода менее 0,3 % заметно уменьиается количество отходящих из редакционной зоны газов, уменьшается амплитуда инфразвуковых пульсаций и кратер становится визуально более стабильным. При этом появляется возможность отчетливо наблюдать процессы, происходящие во вторичной зоне. Вопреки ожиданиям газовые пузырьки и шлаковые час-типы передвигаются в ней не вверх, а в направлении практически перпендикулярном поверхности кратера. Это происходит из-за неоднородности поверхностного натяжения расплава в этой зоне.

жидкости

На рис.7 большой окружностью изображен газовый пузырек, а малыми - атомы жидкости, которые его окружают. Если 61 > 62, то силы, сжимающие пузырек с одной стороны, будут больше, чем с другой

и атомы жидкости начнут обтекать его и выталкивать в направлении 'уменьшения поверхностного натяжения.

В литературе широко известны работы, посвященные передвижению пузырьков в неоднородно нагретой жидкости. Они перемещаются в сторону уменьшения поверхностного натяжения жидкости со скоростью, определяемой из следующего выражения:

2-г0 сЗб л [ <П \

и ---- . __ | м/с _ (2)

зоо- (2ц, + здг) V си ) I ах 1 где: и - скорость перемещения газового пузыря (капли), м/с ;

- динамическая вязкость жидкости, Н-с/м2 ; . - ¡¡г - динамическая вязкость среды в пузыре или капле Н-с/м2.

Для газового пузырька, находящегося в жидкости, ¡1, > дг. тогда формулу (2) можно записать в упрощенном виде: г г \ (

у ---[ _ . _ | _ м/с - (3)

300-¡1Х I (11 ) I (1-Х Распределение тёмпературы в горизонтальном сечении вторичной зоны, преобразовав формулу (1), для 160-тонного конвертера НТМК можно представить в виде:

х2

г = 1400 + 2,5 -г . °С ; (4)

Йкр

где: х - расстояние от изотермы 1400°С до пузыря во вторичной реакционной зоне, м ; тогда градиент температуры будет равен: 5

град/м ; (5)

йх (Зкр2

подставив это значение в формулу (3) получим:

Го { (16 1 5-х

и---—--Г . м/с ; (6)

300-дД (11 ) йкр2

а заменив х = Х-йкр, получим:

г0 / аб 1 5-х

и = ---—--, М/с . (7)

300-^! V (11 ) с!хр

Для железоуглеродистых расплавов поверхностное натяжение с ростом температуры изменяется неоднозначно. До температуры 1550°С оно увеличивается, а после начинает уменьшаться. Температурный коэффициент поверхностного натяжения, характеризующий наклон касательной к кривым изменения поверхностного натяжения, до 1550°С

( <36 \ ( йб )

положителен — > 0 , а после отрицателен — < 0 и приближа-

(36

ется к значению, равному для чистого железа — = - 0,43 Н/м-град.

Поэтому, движение инородных: фаз во вторичной зоне начинается от изотермы 1550°С. Она является внешней границей этой зоны, отделяющей ее от остальной ванны.

Необходимо отметить, что по . мере продвижения расплава во вторичной зоне от наружной границы к поверхности кратера в нем окисляется значительное количество примесей, а содержание кислорода наоборот увеличивается. На основании химического анализа проб, отобранных из вторичной зоны, можно оценить изменение поверхностного натяжения в пределах вторичной зоны, вызываемое изменением содержания компонентов расплава: Дби] ~ + 25 мДж/мг; Лб[313 « + 15 мДж/м2; Аб[мп] ~ + 30 мДж/мг; Дбгоз * - 500+600 мДЙ/м2; Ш ~ ~ 430-530 мДж/м2. Напрашивается вывод, что наиболее активным элементом является кислород,, сильно снижающий поверхностное натяжение во вторичной зоне. Если учесть, что градиент температуры снижает поверх-

ностное натяжение расплава на величину Аб^,равную: ■

Лб1 = - 0,43(2300 - 1550) = - 322,5 МДЖ/М2, то можно говорить, что градиент концентрации кислорода более существенно влияет на скорость перемещения газовых пузырей во вторичной зоне, чем градиент температуры. Так как оба вектора скорости практически совпадают по направлению, не трудно оценить прира- ' щение к скорости, определяемой по формуле (7). Оно будет не менее: 430-100 / 322,5 = 150%.

&

18 16 14 12 Ю 8 б 4

г о

1 1

■ а

//

9л

.... и«

г.о

1.0

0,5 0.4

0.3 0.2 0 1

X,калибры

Рис.8. Скорость перемещения пузырьков во вторичной зоне. Цифры у кривых радиусы пузырьков (мм); 0 - начало отсчета (изотерма 1400°С, вертикальные штрих-пунктирные линии - границы вторичной зоны (изотермы 1550°С и 2300°С); штриховая - скорость пузырька радиусом 1 мм за счет температурного градиента; сплошная - суммарная скорость с учетом приращения, вызываемого градиентом концентрации компонентов расплава

На рисунке 8 представлен график изменения скорости движения

газовых пузырьков радиусом от 0,1 до 2 мм в зависимости от места их положения внутри вторичной зоны для конвертера НТМК. За начало отсчета положения пузырька принята изотерма 1400°С, положению 7,7 калибров соответствует изотерма 1550°С(начало вторичной зоны), на расстоянии 19 калибров от точки отсчета находится изотерма 2300°С (поверхность кратера). Пунктирной линией показана скорость пузырька радиусом 1мм, определяемая градиентом температуры и рассчитанная по формуле (7), а сплошной - скорость с учетом приращения за счет градиента концентрации кислорода. Из графика видно, что наибольшей скорости пузыри достигают вблизи поверхности-кратера.

Необходимо отметить, что скорость перемещения шлаковых частиц внутри вторичной реакционной зоны будет ниже, чем скорость газовых пузырьков примерно в 30 раз (см. формулу (2) - в знаменателе величина, заключенная в скобки, для газа будет равной (2ц1), а для шлаковой капли (2Ц4 + Зд2).

По данным многочисленных авторов скорость всплывания пузырей (вертикальная составляющая)в стали практически не зависит от объема пузырька, может быть вычислена по уравнению Франк-Каменецкого:

м/с , (8)

а"-(Р* - Рг)

(а - коэффициент сопротивления среды =1,3), и равна 0,26 м/с.

га = 1 ш

12345 6 789 уг,м/с

Рис.9. Сложение 2-х составляющих векторов скорости пузырьков радиусом 0,1 мм и 1 мм

Из рисунка 9 видно, что составляющая скорости, вызываемая ка-

пилярными силами, преобладает- над вертикальной даже для пузырьков малых размеров. Суммарный вектор для пузырька радиусом 0,1 мм отклоняется на угол 16°, а радиусом 1 мм - на угол 1,6° от горизонтали. Как показали эксперименты на 160-тонном конвертере НТМК, радиус большинства пузырьков во вторичной зоне составляет 1,5 4,5 мм и влияние вертикальной составляющей на направленность их движения практически незаметно. Однако даже такое незначительное влияние способствует слиянию пузырьков в результате того, что пузыри различных размеров передвигаются по перекрещивающимся траекториям. 2. ДИНАМИКА ОКИСЛЕНИЯ ПРИМЕСЕЙ В КОНВЕРТЕРНОЙ ВАННЕ 2.1. Характер окисления примесей чугуна при продувке ванны кислородом Для определения динамики окисления примесей во вторичной зоне и. в других участках конвертерной ванны были проведены эксперименты на 160-тонном конвертере НТМК но отбору проб из реакционной зоны без прекращения продувки.

Весьма удобной для исследовательских целей оказалась первая стадия передела ванадийсодержащего чугуна вследствие ее стабильного протекания, по причине отсутствия в шихте металлолома и извести (на чугун подается одна окалина), а также неизменного от начала до конца продувки расхода кислорода (300 нм3/мин) и положения кислородной фурмы (0,9 м над уровнем спокойной ванны). Пробы отби-.ралйсь в начале продувки, на 2, 4, 6 и 8 минутах путем намораживания на металлический пруток, опускаемый в реакционную зону. На нижнем конце его' образовывалась металлическая скрапина длинной 150 + 200 мм, отобранная с поверхности вторичной зоны (в ней определялось содержание С, SI, Mn, V, Т1), а по всей длине налипали капли металла и шлака размером 1 + Змм, выбрасываемые из первичной зоны. Количества металлических капель хватило только на определение со-

держания углерода, а капель шлака - на содержание (Fe)o6w.

Химический анализ скрапин показал, что в начале плавки при исходном содержании примесей в ванне S1 и Т1 в поверхностных слоях вторичной зоны удалены до следов, Ип и V - до 0,03 - 0,04 %. а углерод до 3,2 * 3,3 % (при 4-% в ванне).

Статистическая обработка результатов исследований и регрессионный анализ с выбором оптимального регрессионного уравнения была проведена на персональной ЭВМ с применением пакета прикладных программ STATGRAPHICS версия 2.5 и ALADIN версия 4.0.

Изменение химического состава расплава по ходу продувки представлено в виде графика на рисунке 10 и в виде уравнений регрессии в целом по конвертерной ванне:

iCJB = 3,9840 - 0,0810т - 0,0049т2 , г=0, 97, (9)

mb = 0,2982 - 0.0741т + 0,0052т2 , , %. г=0, 99, (10)

[Мп] в = 0,1978 - 0,0419т + 0.0026т2 , г=0, 99, (И)

tSi]B = 0,0961 - 0,0307т + 0,0024Т2 , %; г=0, 97, (12)

CTI] в = 0,0961 - 0,0251т + 0,0020тг , г=0. 97, (13)

во вторичной реакционной зоне:

[С]р.3.= 3.1773 - 0,0908т - 0,0071т2 , %. г=0.98, (14) тр.3.= 0,0304 - 0,0054т + 0.0002т2 , %, г=0,96, (15)' Шп]р.3.= 0,0200 - 0,0057х + 0,0004тг , %, г=0,97, (16) [313р.э.= 0 , %, [Т1]р.3.= 0 , %, в металлических каплях, выбрасываемых из реакционной зоны: [С] к = 3,1177 - 0,1195т - 0,0038т2 . % г=0,97. (17)

Коэффициенты корреляции для уравнений довольно высоки из-за стабильного протекания первой стадии передела ванадийсодержагцего чугуна. При этом химический состав проб, отбираемых на разных плавках в одно и то же.время, мало отличается друг от друга и экспериментальные точки незначительно отклоняются от расчетной кривой.

ок&дши.

[с]% 4 - [1

3-

\ ' \

2- И

1-

та

[Мп]р|

и, м, и,

£Мп],

О У

/о 0,1

0,3

0,2

0,1

6 8 Т, «15«

Рис. 10.. Изменение химического состава расплава по ходу продувки в ванне (штрих-пуйктирные кривые), на поверхности вторичной зоны (сплошные), в каплях (пунктирная), точки - время отбора проб

Из выражения (9) определится закономерность изменения скорости обезуглероживания конвертерной ванны по ходу продувки: (1С

-V. = -

йт

Аналогично определяются скорости окисления шлакообразующих примесей в конвертерной ванне: (IV йт

амп

- О, 0810 - О, 0098т . %/ШШ

(18)

Уу =

'м*г

й-с

аэ!

- 0.0741 + 0,0104т . %/мин ,

- 0,0419 + 0,0052х . %/мин ,

у31= — = - 0,0307 + 0,0048т . %/мин . йх

(19)

(20) (21)

ап

у _ = _ о,0251 + 0,0040т , %/мин , (22)

йт

Данные зависимости представлены графически на рис.11.

V,

%/мин

первой стадии передела ванадийсодержащего чугуна

Из него видно, что по мере убывания абсолютной величины скорости окисления клакообразующих примесей абсолютная величина скорости обезуглероживания увеличивается. Это говорит о том, что с уменьшением содержания шлакообразующих примесей в металлической ванне высвобождающийся кислород начинает окислять дополнительное количество углерода. 31 и Т1 окисляются до следов к 6,3 и 6,2 минуте продувки соответственно и в условиях конвертерной плавки не восстанавливаются.

Ванадий на первой стадии передела окисляется, если температура металлической ванны не превышает 1380° сив случае превышения этой величины в конце продувки начинает восстанавливаться. На

данном массиве плавок средняя температура повалки равна 1400°С, после 7,1 минуты продувки процесс восстановления ванадия на границе раздела металл-шлак начинает преобладать над процессом окисления его в реакционной зоне и содержание ванадия в ванне начинает повышаться. Поведение марганца в конвертерной плавке аналогично поведению ванадия, но восстановление его происходит при более высоких температурах, не характерных для первой стадии передела.

Зная закономерности изменения химического состава металла, подводимого ко вторичной зоне (9) - (13) и на выходе из нее (14)-(16) можно определить угар примесей в расплаве за время нахождения его внутри этой зоны:

[АС] = 0.8067 + 0,0098т + 0, 0022т2 , %, (23) [AV] = 0,2678 - 0,0687т + 0.0050т2 , %. (24) [АМП3 = 0,1778 - 0,0362т + 0,0022т2 , %. (25) [AS1]' = 0,0961 - 0.0307т + -0,0024тг , %, (26) [ATI] = 0/0745 - 0.0251Т'+ 0,0020т2 , %. (27) Из уравнений (23)-(27) можно определить количество кислорода, необходимого для окисления примесей, в пересчете на 100 кг расплава:

1,0756 + 0,0131т + 0,0029т2 ,КГ, (28)

0,2100 - 0,0539т + 0, 0039т2 .кг. (29) 0,0517 - 0,0105т + 0,0007т2 ,кг, (30)

0.1098 - 0,0351т + 0,0027т2 ,кг, (31)

0,0497 - 0,0167т + 0,0013т2 .КГ. (32)

2СО] = 1,4968 - 0.1031Т + 0, 0115т2 .КГ. (33) На оснований уравнений (23)-(33) проведен расчет количества

16

[0] с - — [АС] = 12

80

[03 v = —[AV] = 102 i 16 СО] мп= [АМп] = 55

32

[0]Si- —[ASi] =

28

32

[0]ц- —[ДТ1] =

окислившихся примесей,Ео вторичной зоне (из расчета на 100 кг расплава) для начала и конца продувки, количества необходимого кислорода и количества продуктов окисления. Эти расчеты позволили определить интенсивность и скорость подвода металла к реакционной зоне (52,4кг на Ihm3 дутья в начале плавки и 75,9 кг/нм3 - в конце), а также скорость окисления примесей в ней. Зависимость скорости окисления шлакообразувдих примесей во вторичной зоне от длительности продувки будет описываться следующими уравнениями:

V?'1' = - 0,025 + 0. 0025т, %/МИН. (34) РЛ.

Vjjп = - 0,016 + 0,0015т, %/мин, (35)

\'si" = - 0,009 + 0,0015т, %/мин, (36)

Vn - - 0,007 + 0,0012т, %/тн, (37) Вычитая из уравнений (19)-(22) соответствующе уравнения (34) -(37) получаем зависимость скорости окисления илакообразующих примесей на поверхности раздела металл-шлак от времени продувки:

= - 0,049 + 0,0079т, %/мин; (39)

м-ш

VMn = - 0,026 + 0,0037т, %/мин, (40)

Vsí"1 = - 0,022 + 0,0033т, %/МИН, (41)

УпШ = - 0. 018 + 0,0028т, %/мин. (42)

Графически уравнения <19)-(22) и (34)-(42) представлены на на рисунке 12. Графики показывают, что около 30 % кремния и титана окисляется в реакционной зоне к 70 % - на поверхности раздела шлак-металлическая ванна и шлак-королек. В начале плавки для марганца эти величины соответственно равны 43 % и 57 %, а для ванадия 36% и 64 %. Но по ходу продувки это соотношение меняется. С уменьшением содержания V и Мп в металлической ванне и с увеличением содержания соответствующих окислов в шлаке окисление на границе раздела металл-шлак уменьшается и спустя 4.7 минуты от начала продувки начинает восстанавливаться ванадий, а через 6,9 мину-

ты - к марганец. После 7,1 минуты скорость восстановления ванадия на границе раздела металл-ылак начинает превышать скорость окисления в реакционной зоне и содержание его в металлической ванне начинает расти. Для предотвращения восстановления ванадия необходимо на повалке иметь температуру полупродукта не более 1380°С.

3 т,мин

Рис. 12. Зависимость скорости окисления шлакообразущих примесей в реакционной зоне и на границе металл-шлак от времени продувки

Скорость окисления углерода в реакционной зоне в начале продувки равна 0,08 Х/мин, а в конце - 0,14 %/ыт. Согласно уравнению (18), скорость обезуглероживания в целом по конвертерной ванне равна в начале продувки о,08 %/иин, а в конце - 0,15 %/мин. Разность между этими величинами равна скорости окисления углерода на границе шлак-королек и шлак-металическая ванна.

Аналогичные расчеты проведены и для второй стадии передела ванадийсодержащего чугуна. Скорость обезуглероживания расплава в реакционной зоне после наведения шлака и опускания фурмы в рабочее положение равна 0,18- %/чт. При содержании углерода в расплаве около 1,5 % начинается окисление углерода в объеме металлической ванны. На графике, представленном на рис. 13, показан характер изменения скорости обезуглероживания на двух стадиях передела ванадийсодержащего чугуна. Суммарная кривая за счет дополнительного обезуглероживания в объеме конвертерной ванны построена из условия равенства площадей: 31 = &г +

1-я стадия 2 стадия дуплекс процесса

%/мин ОЛ-

0,30,20,1-

мик

Рис. 13. Характер изменения скорости обезуглероживания конвертерной ванны на двух стадиях передела ванадийсодержащего чугуна

1-я стадия 2 стадия дуплекс процесса

Аналогичный график для конвертера ЗСМК изображен на рис.14.

Рис. 14. Скорость обезуглероживания чугуна в конвертере ЗСМК

В конвертере ЗСМК в объеме ванны удаляется 10 % углерода из-за более интенсивного обезуглероживания в реакционной зоне, чем в конвертере НТМК (в объеме ванны' удаля'ется 27,5 %). Это происходит вследствие различной интенсивности подачи кислорода в реакционную зону (для конвертера НТМК - 1,8 нм3/мин-т, а для конвертера ЗСМК -3,7- нм3/мин-т) и более низкого (в случае ЗСМК) положения фурмы над уровнем металлической ванны в калибрах.

Скорость подвода металла к реакционной зоне составляет в конце первой стадии передела ванадийсодержащего чугуна 0,0052 м/с и 0,0055 м/с - е середине продувки для 300-тонного конвертера ЗСМК.

• Скорость подвода металла к поверхности кратера равна 0.051 м/с и 0,054 м/с соответственно. Для конвертера НТМК за 8,? минуты продувки через реакционную зону проходит вся металлическая ванна, для конвертера ЗСМК это происходит к 6 минуте продувки.

Подсчитана скорость конвертерных газов на выходе из реакцион-

• ной зоны (17,2 -5- 37,4 м/с) и на уровне горловины конвертера, которая в начале продувки равна 6,1 м/с, а с началом окисления уг-

лерода в объеме ванны увеличивается до 29,9 м/с.

2.2. Влияние неоднородности поверхностного натяжения расплава и нестационарности на процесс рафинирования расплава До настоящего времени не уделялось должного внимания нестационарности процесса и поверхностным явлениям, возникающим по причине неоднородности поверхностного натяжения расплава, как факторам, способствующим ускорению рафинирования расплава.

Высокая интенсивность окисления примесей во вторичной зоне объясняется тем, что пограничный слой расплава за счет капилярных сил, возникающих по причине неоднородности его поверхностного натяжения. вытесняет газовый пузырек (или шлаковую частицу) в сто-, рону уменьшения поверхностного натяжения, а сам, едва успев сфор-мироваваться. смыкается позади него, оказывая незначительное сопротивление потоку примесей к поверхности раздела фаз.

Инфразвуковое и высокочастотное акустическое воздействие на пузырьки вызывает их пульсацию, способствует уменьшению толщины пограничного слоя и интенсификации потока примесей к поверхности раздела фаз. В работе проведены расчеты потока примесей к поверхности газового пузырька, имеющего форму сферы и эллипсоида (пульсирующего). Так для пузырька радиусом 1,5 мм шток примесей к его поверхности во втором случае .(при уменьшении толщины пограничного диффузионного слоя на 50 %) возрастает примерно на 40 %.

В первичной реакционной зоне низкочастотное акустическое воздействие способствует увеличению количества капель металла, вовлеченных в дутье, а высокочастотное - эффективному дроблению их на более мелкие. Наличие градиентов температуры и концентрации кислорода в них приводит к неоднородности поверхностного натяжения расплава капли и вызывает турбулентное движение, известное как эффект Марангони, которое обеспечивает хорошее перемешивание наружного •

слоя капли с ее объемом и облегчает доставку углерода из объема к поверхности капли, а кислорода - во внутрь капли. Эти явления интенсифицируют обезуглероживание капель, так как скорость процесса е этом случае будет определяться не диффузией реагентов в расплаве, а скоростью циркуляционных потоков, величина которых на. несколько порядков превышает скорость диффузии. За время нахождения металлической капли в струе-в ней выгорает весь углерод и растворяется большая часть кислорода дутья.

Выявлена роль термокалилярных сил", возникающих в результате неоднородности поверхностного натяжения тонкого слоя расплава у подины сталеплавильного агрегата, как фактора, оказывающего заметное влияние на отрыв газовых пузырей от футеровки и на начало объемного обезуглероживания конвертерной ванны.

В-связи с тем, что температура конвертерной ванны больше температуры подины, соприкасающийся - с ней неперемешиваемый слой металла характеризуется градиентом температуры, которая уменьшается по мере приближения к футеровке. Неоднородность поверхностного натяжения расплава в этом слое может препятствовать или способствовать отрыву газовых пузырьков от футеровки.

Если температура конвертерной ванны не достигает 1550°С, то в этом слое, по мере приближения к футеровке, поверхностное натя-кение расплава уменьшается. Это приводит к тому, что возникающие гермокапилярные силы, стремятся переместить газовый пузырек в сторону более низких температур, а именно во внутрь поры футеровки.

Иное приложение сил происходит, когда температура ванны превышает 1550°С. Поверхностное натяжение расплава по мере приближения к подине увеличивается и термокапилярные силы меняют свою на-правленость на противоположную, которая совпадает по направлению с силой Архимеда, облегчая отрыв пузырьков от футеровки. В резуль-

ге этого начинается процесс окисления углерода в объеме конвертерной ванны. Необходимо отметить, что инфразвуковые составляющие в спектре шума процесса, пронизывающие всю ванну, интенсифицируют обьемное обезуглероживание ванны, способствуя своим знакопеременным действием более быстрому отрыву пузырьков.

3. УПРАВЛЕНИЕ ПРОЦЕССОМ РАФИНИРОВАНИЯ РАСПЛАВА 3.1. Использование нестационарного дутья для повышения

степени извлечения ванадия из чугуна В связи с определяющим влиянием поверхностных явлений и нестационарности процесса на динамику окисления примесей как в реакционной зоне, так и на периферии конвертерной ванны предпринята попытка управления процессом рафинирования путем'изменения акустической характеристики дутья. Лабораторные и промышленные эксперименты показали эффективность такого дутья, как управляющего фактора, способного изменить характер поведения реакционной зоны, повысить скорость рафинирования расплава и избирательность окисления отдельных примесей расплава.

Исследования поверхностного натяжения железоуглеродистых расплавов, показавшие, .что ванадий в них проявляет заметную поверхностную активность, позволили предложить нестационарное дутье для улучшения его извлечения из природнолегированного чугуна.

При продувке чугуна в прозрачном кварцевом тигле с использованием электромеханического прерывателя газового потока замечено, что яркость свечения и размеры реакционной зоны меняются синхронно с пульсацией дутья (при частоте 50+100 Гц), а не с инфразвуко-вой частотой, как при обычном дутье. Амплитуда колебаний глубины кратера реакционной зоны снижается с увеличением частоты пульсации и, начиная с 200 Гц, колебания кратера опять становятся низкочастотными, а не синхронными пульсациям дутья.

С приближением прерывателя к наконечнику фурмы интенсивность пульсаций струи усиливается, что проявилось в лабораторном эксперименте увеличением амплитуды колебаний кратера реакционной зоны при частоте пульсации дутья 50 100 Гц.

Для промышленного использования были сконструированы и применены на опытно-промышленных плавках два электромеханических пульсатора. Первый, устанавливаемый сверху кислородной фурмы, позволил при промышленном опробовании определить оптимальную частоту пульсации дутья, равную для конвертера НТМК 575 + 600 Гц. Она ускорила массообменные процессы на границе раздела металл-пузырек во вторичной зоне вследствие резонанса с частотой собственных колебаний пузырьков. При этом произошло ускорение обезуглероживания и улучшение деванадации расплава. Второй прерыватель, устанавливаемый в- предсопловом объеме фурмы, способствовал снижению остаточного содержанйя ванадия в полупродукте с 0,03 % до 0,015 %. Пульсирующее дутье позволило получать кондиционный ванадиевый шлак с большим, чем при обычном дутье, содержанием пятиокиси ванадия при меньшем содержании окислов железа.

С целью внедрения пульсирующей продувки'были разработаны газодинамические устройства, позволяющие генерировать в дутье дискретную составляющую с частотой ~ 600 Гц и увеличить степень извлечения ванадия по сравнению с обычным дутьем. Однако эффективность их оказалась ниже, чем у электромеханического прерывателя, устанавливаемого в предсопловом объеме фурмы.

3.2. Исследование характера истечения дестабилизированного ■дутья и динамика окисления примесей чугуна при его использовании в конвертерной плавке Наилучше технологические показатели были достигнуты при использовании наконечников фурм с "рассекателем" (рис.15). Остаточ-

Рис.15. Наконечник фурмы с "рассекателем"

Маг", % ООО

1380 то то то то 1"с

Рис.16. Зависимость остаточного содержания ванадия от температуры полупродукта на выпуске: 1 - обычное дутье; 2 и 3 - электромеханические прерыватели 1-го и 2-го типа; 4 - наконечник с "рассекателем"; А[V]з - снижение содержания ванадия при использовании прерывателя 2-го типа по сравнению с обычным дутьем; Д[V]4 - то же при использовании наконечника с "рассекателем"

ное содержание ванадия в полупродукте снижается -до 0,01 % (рис.16) в случае смещения конфузоров рассекателя относительно диффузоров наконечника на 3 + 5 мм, что вызывает дестабилизацию струй по направлению ее истечения. Исследования' на газодинамических модулях, имеющих разрыв в различных сечениях сопла и между соплом и диафрагмой с возможностью регулировки величины разрыва и смещения, показали, что изменение направления истечения дутья (рис.17) происходит с частотой 15 +■ 50 Гц. При соосном расположении диафрагмы с соплом (а, б, в,) острые кромки ее, срезают часть пограничного слоя струи, способствуют пульсации давления в полости, в результате чего истечения струи происходит в автоколебательном режиме. При смещении сопла относительно диафрагмы (г,д,е) происходит однобокое подрезание струи, которая натекает на выступающую кромку диафрагмы то более,.то менее скоростными участками и поэтому, отражаясь от нее, становится дестабилизированной по направлению истечения.

Рис.17. Автоколебательный режим истечения сверхзвуковой струи из газодинамического модуля сопло-диафрагма (а,б, в) и дестабилизированный по направлению истечения (г,д,е)

В результате совершенствования дутьевых устройств наибо'лее рациональной оказалась конструкция штампованного наконечника, в котором выполнена часть диффузоров сопел, а в предсопловое пространство устанавливался с зазором и смещением сопловый блок с верхней частью сопел Лаваля (рис.18).

На шести плавках с использованием дестабилизированного дутья был произведен отбор проб из реакционной"зоны 150-тонного конвертера НТМК с целью определения изменений в динамике окисления примесей чугуна. Изменение химического состава металла на первой стадии передела представлено графически на рис. 19 и в виде уравнений регрессии (43)-(49) в конвертерной ванне;

[С] в = 3.9800 - 0, 0900т - 0,0064t2' Г =0. 96. (43)

т„ = 0.2977 - 0,0810т + 0,0057т2 %, г =0, 98. (44)

[МП]а= 0,1970 - 0, 0460т + 0, 0028Т8 %, г =0. 99, (45)

CS1] в= 0,0947 - 0, 0338т + 0,0030т2 %, г =0, 95, (46)

ГШВ= 0,0705 - 0, 0276т + 0, 0025т2 г =0,96, (47)

на выходе из вторичной реакционной зоны:

[С]р.з.= 3.1200 - 0,1000т - 0.0096тг , %, Г=0,95. (48) в металлических каплях:

[С] к = 3,0880 - 0,1000т - 0.0003т2 , %. г=0, 96. (49)

^ окалина [VI

Т,мин

, Рис. 19.' Изменение химического состава расплава по ходу продувки в ванне, во вторичной зоне и в каплях: (—) - обычная продувка; (—) - дестабилизированная(точки на кривых - время отбора проб)

Скорость окисления примесей в целом по конвертерной ванне равна: ¿¡С

=

йх

(ЗУ

0,0900 - 0,0128т , %/мин.

у„ = — = - 0,0810 + 0,0114т , %/мин, йт

УМп = - = ~ 0,0460 +■ 0,0056т . %/мин,

йт

(Ш

УБ1 = - = - 0,0338 + 0,0060т . %/мин.

йт

йТ1

УТ1 = --= - 0,0276 + 0,0050т , Ж/МИН.

йт

(50)

(51)

(52)

(53)

(54)

Угар примесей в реакционной зоне (% или кг на 100 кг расплава):

[АС] - 0. 8600 + 0.0100т + 0,0032т2 , %, (55)

[ДУЗ = 0.2977 - 0,0810т + 0, 0057т2 , %, (56)

[АМп]= 0,1970 - 0,0460т + 0, 0028тг , %. (57)

[Ш] = 0,0947 - 0,0338т + 0.0030т2 , %. (58)

[ДТП = 0,0705 - 0,0276т 4- 0,0025т2 , %. (59)

а количество необходимого кислорода (на 100 кг расплава):

16 ,

[0]с = —[АС] = 1,1733 + 0.0133т + 0, 0047т* . КГ. (60) 12

80 „

[03 у = —[ДУ] = 0,2335 - 0.0635т + 0,0045т2 , кг, (61) 102

16

[0] Мп= —[ЛМП]= 0.0573 - 0,0134т + 0,0008т2 , кг. (62) 55

32

[0] 31= —(Д51] = 0,1082 - 0.0386Т + 0.0034т2 , КГ, (63) 28

32

[0] т1= —[ДП] = 0,0470 - 0,0184т + 0,0017т2 . КГ, (64) 48

£[0] = 1.6193 - 0,1206т + 0,0161т2 , КГ. (65) На основании расчетов, проведенных с использованием формул (55)-(65), получены зависимости скорости окисления алакообразую-щих примесей от времени продувки в реакционной зоне:

Уу ' = - 0,0310 + 0,0041т , %/та , (66)

уГ',?'» - 0,0205 + 0,0026т , %/мин , (67) РЛ

Уз1 = - 0,0100 + 0,0017т , 55/мин , (68)

Уп"= - 0, 0077 + 0,0013т . %/МИН . (69) и на границе раздела металл-шлак:

Уу"Ш= - 0.0500 + 0.0073т , %/мин . (70)

- 0,0255 + 0.0030т , %/МИН , (71)

- 0,0238 + 0,0043т , %/МИН . (72)

м-Ш

• V" = - 0,0199 + 0,0037т , %/ЫШ . (73)

Графически уравнения (51)-(54 и (66)-(7-3) представлены на рис.20.

V,

Рис.20. Характер изменения скорости окисления шлакообразующих примесей в реакционной зоне, на поверхности металл-шлак и в целом по конвертерной ванне

Из графиков видно, что скорости окисления примесей при дестабилизированном дутье выше, чем при обычном и в реакционной зоне, и на границе металл-шлак. Скорость обезуглероживания увеличилась на обоих стадиях передела ванадийсодержащего чугуна (см.рис.21).

1-я стадия 2 стадия дуплекс процесса

ЧР, Г П

ХЛтон

246 02408 10 12 г, МИН

Рис.21. Характер изменения скорости обезуглероживания конвертерной ванны при использовании дестабилизированного дутья При сравнении его с графиком на рис.13 видно, что при использовании дестабилизированного дутья скорость окисления углерода в реакционной зоне выше ~ 11 %. за счет чего уменьшается скорость и количество углерода, окислившегося в объеме ванны. Это приводит к меньшему вспучиванию конвертерной ванны в период объемного кипения, предотвращению перелива шлака через горловину и выбиванию факела в пространство между горловиной конвертера и газоотводящим трактом. Улучшению экологии способствует и более раннее шлакообразование (к 3-й минуте продувки, при обычном дутье к 5-й) в результате чего снижается запыленность конвертерных газов.

Дестабилизированное дутье позволило улучшить технологические показатели передела не только ванадийсодержащего, но и фосфористого и низкомарганцовистого. Некоторые из этих показателей приведены в табл. 1.

Таблица 1.

Технологические показатели применения дестабилизированного дутья в разлйчных конвертерных цехах

N Показатели Единцы нтмк КарМК зсмк дмк

измер. сравнит опытные сравнит опытные сравнит опытные сравнит опытные

1 Расход чугуна кг/т 1095,1 1090,5 832,0 809,0 816,9 784,6 822,4 806,4

2 Расход извести кг/т 21,7 22,6 108,5 112,3 72,9 65,5 123,7 105,8

3 Расход шпата кг/т 4,1 3,0 - - 2,55 2,03 - -

4 Содержание серы в чугуне % 0,044 0,044 0,030 0,031 0,024 0,023 0,040 0,043

в полупродукте % 0,044 0,044 - 0,040 0,038 '

в конце продувки 7. 0,033 0,029 0,013 0,013 0,01.7 0,016 0,049 0,036

5 Содержание фосфора в чугуне . % - : - 0,84 0,95 0,023 0,021 0,047 0,052

в полупродукте X 0,052 0,051 0,158 0,205 - - - -

в конце продувки % 0,011 0,010 0,015 0,015 0,020 0,017 0,020 0,020

6 Извлечение ванадия % 81,7 85,4 - - - - -

7 Выход годного % 90,9 91,2 85,4 87,7 91,2 91,5 89,2 92,5

8 Стойкость наконечника плавок 83,6 157,5 30 > 100 71,6 262,5 15*30 > 100

9 Расход меди на изготовле-

ние одного наконечника кг 25,0 3,0 84 20 55 22 83 28,3

Изменением величины смещения соплового блока относительно отверстий в наконечнике фурмы можно управлять процессами шлакообразования, восстановления марганца в конце продувки и дожигания от. ходящих из реакционной зоны газов. За счет этого при продувке фосфористых и низкомарганцовистых чугунов достигается заметное снижение расхода чугуна, извести, плавикового шпата, марганецсодержа-щих материалов, повышается выход годного, улучшается десульфура-ция и дефосфорация металла. Дестабилизированное дутье обеспечива-" . ет равномерный обжиг футеровки, предотвращая образование свище'й и сколов. .Стойкость наконечников кислородных фурм возрастает в 1,93,5 раза (максимальная стойкость достигнута во втором конвертерном цехе ЗСМК - 351 плавка), а расход меди на изготовление одного наконечника снижается в 2,5*8,1 раза.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Несмотря на обилие публикаций, посвященных взаимодействию ду-- тья с расплавом, существует различие взглядов на отдельные стороны их взаимодействия, а природа некоторых явлений (например, перемещение инородных фаз в расплаве за счет капилярных сил и нестационарный характер процесса), возникающих при этом, недостаточно изучена. В результате лабораторных экспериментов выявлены две составляющие в спектре шума продувки инфразвукового диапазона с частотой 5*7 Гц и 0,7*1 Гц, оказывающие влияние на интенсивность рафинирования расплава и перемешивания конвертерной ванны; выявлен характер изменения параметров реакционной зоны в зависимости от избыточного давления кислорода перед соплом для сверхзвуковой и дозвуковой струи;

На основании того, что действие высокочастотных акустических составляющих дутья ограничивается в основном пределами реакционной зоной из-за сильного поглощения их в среде с чрезвычайно раз-

битой поверхность раздела фаз, а низкочастотные пульсации пронизывают всю ванну от реакционной зоны до периферии, предложено использовать дестабилизированное по направлению истечения дутье, позволяющее за счет низкочастотного воздействия управлять процессом рафинирования металла.

Определены закономерности распределения температуры в подфур-менной зоне. При температуре металла в ванне, равной 1400°С, температура в центре первичной реакционной зоны превышает 2500°С. Внешняя граница вторичной зоны имеет температуру около 1550°с. Температура поверхности нижней части кратера равна -2300°С, а верхняя часть - более холодная около 1600+1800°С.

Выявлено, что пузыри и шлаковые включения во вторичной реакционной зоне вытесняются слоем расплава, окружающего их, в направлении практически перпендикулярном поверхности кратера. Это вызвано капилярными 'силами, возникающими-из-за неоднородности поверх-костного натяжения расплава вследствие градиента температуры и изменения содержания кислорода. Вблизи поверхности кратера скорость перемещения пузырьков радиусом 1 и 2 мм, рассчитанная для 160-тонного конвертера НТМК, может достигать 9,5 м/с и 19 м/с. Величина скорости всплывания таких пузырьков (0,26 м/с) не способна заметно изменить траекторию их движения.

Неоднородность поверхностного натяжения расплава и акустическое воздействие способствуют хорошо развитой поверхности раздела реагирующих фаз во вторичной зоне, высокой скорости перемещения их относительно друг друга и интенсивному протеканию процесса окисления примесей. Промышленные эксперименты по отбору проб из реакционной зоны конвертера НТМК и статистическая обработка экспериментальных данных позволили получить зависимости, описывающие динамику окисления примесей ванадийсодержащего чугуна в реакционной

зоне и на границе раздела металл-шлак.

Определено, что около 70% кремния и титана окисляется на-границе раздела металл-шлак, а -30 % - во вторичной реакционной зоне. Марганец и ванадий в большей степени окисляются во вторичной зоне (около 60 %) и в меньшей степени (40 %) на границе металл-шлак. Но по ходу продувки скорость их окисления на границе металл-шлак снижается и после 4,7 минут продувки начинает восстанавливаться ванадий, а спустя 6.9 минут - и марганец. После 7,1 минуты продувки скорость восстановления ванадия на границе металл-шлак начинает превышать скорость окисления во вторичной реакционной зоне и и начинается нежелательное повышение содержания его в металлической ванне. Полученные уравнения, описывающие динамику окисления примесей ванадийсодержащего чугуна позволяют определить момент максимального извлечения ванадия и избежать его восстановления в металле.

Рассчитаны скорости обезуглероживания на двух стадия передела ванадийсодержащих чугунов в реакционной зоне и на поверхности металл-шлак, а в период кипения ванны и в объеме металла. Аналогичные расчеты проведены и для 300-тонного конвертера ЗСМН. На основании этих расчетов определено, что вследствие различной интенсивности подачи кислорода (для конвертера НТМК - 1, 8 нм3/мин-т, для конвертера ЗСМК 3,7нм3/мин-т) и отличающегося положения фурмы относительно уровня металлической ванны (для конвертера НТМК ~ 30 калибров, для конвертера ЗСМК ~ 20 калибров) доля углерода, окислившегося в реакционной зоне, выше для конвертера ЗСМК. При этом доля углерода, окислившегося в объеме ванны, для конвертера НТМК составляет 27,5 %, а для конвертера ЗСМК только 10 %.

Выявлено, что начало объемного кипения ванны в меньшей мере зависит от содержания углерода в ней, а в большей от температуры

металла. В связи с наличием градиента температуры в слое расплава, соприкасающегося с футеровкой сделано предположение об определяющем влиянии термокапилярных сил на механизм отрыва газовых пузырьков от футеровки.

Статистическая обработка экспериментальных данных при использовании дестабилизированного дутья для передела ванадийсодержаще- . го чугуна показала, что скорость окисления примесей возрасла в реакционной зоне и на поверхности раздела металл-шлак. Так скорость окисления углерода в реакционной зоне возрасла на 11 %. За счет этого уменьшилась доля углерода окислившегося в объеме ванны. Это способствует меньшему выбиванию факела в атмосферу цеха в период объемного кипения. Степень извлечения ванадия возрасла по сравнению с пульсирующим дутьем с 81,7 % до 85,4 %.

Такое дутье позволяет управлять процессами шлакообразования, дожигания отходящих из реакционной зоны газов и восстановления марганца в конце продувки. Это повысило эффективность переработки фосфористых и низкомарганцовистых чугунов за счет снижения расхода чугуна, шлакообразующих и марганецсодержащих материалов.

В результате внедрения новых конструкций наконечников фурм в в конвертерных цехах НТМК и ЗСМК получен суммарный экономический эффект, равный 1,9 млн. рублей в ценах 1989 года и 45,6 млн. рублей в ценах 1992 года.

Выявленные физико-химические особенности взаимодействия кислорода с расплавом могут быть полезными при разработке новых металлургических технологий с использованием окислительного дутья.

Основное содержание диссертации опубликовано в работах:

1. ЗарвинЕ.Я.. Волович М.И., Хисамутдкнов Н.Е. и др. Особенности окисления фосфора при кислородно-конвертерном переделе чугунов различного состава. //Передел природнолегированных и фосфорис-

тых чугунов. Тез. докл. III Всесоюзн. и. -т. конф. - Свердловск, Т976, С. 21-22.

2. Чернятевич- А.Г. Шишов Б.И.. Хисамутдинов Н.Е. и др. О некоторых особенностях распростронения кислородных струй в рабочем пространстве конвертера. //Теория и практика кислородно-конвертерных процессов. Тез.докл. V Всесоюзн. к. -н. конф. - Днепропетровск, 1977, С.35-36.

3. Явойский A.B.. Хисамутдинов Н.Е., Корогодский В.Г. и др. Переработка ванадийсодержащего чугуна в конвертере с продувкой пульсирующим потоком кислорода.//Сталь, 1979, N 8, С.587-588.

4. Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е. Реакционная зона кислородного конвертера с пульсирующей продувкой.//Изв.ВУЗов 4M, 1980, N 3. С. 36-40.

5. Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е. Каплеобразование в реакционной зоне конвертера с пульсирующей продувкой.//Изв.ВУЗов 4M, 1980, N 5, С. 35-38.

6. A.C. 786347 (СССР). Фурма для продувки расплава пульсирующими струями. /Явойский В. И., Явойский А. В., Хисамутдинов Н. Е. //Описание изобр. ВНИИПИ ГКИ, 1980.

7. Явойский А.В., Хисамутдинов Н.Е., Третьяков М.А. и др. Переработка ванадийсодержащих чугунов в кислородном конвертере с пульсирующим дутьем.//Передел природнолегированкых и фосфористых чугунов. Тез.докл. IV Всесоюзн. н.-т. ■ конф.- Свердловск, 1980,

С. 7-8.

8. Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е. Опыт применения пульсирующего дутья в кислородно-конвертерном процессе.//Изв.ВУЗов 4M, 1980, N 9, С. 45-48.

9. Близнюков С.А.. Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е. и др. Поверхностная активность ванадия в расплавах на основе железа.//

Кзв.ВУЗов 4M, 1981, N5, С. 13-16.

Ю.Явойский В.И., Явойский А. В.. Хисамутдинов Н.Е. Исследование реакционной зоны конвертера с пульсирующей продувкой.//Теория и практика кислородно-конвертерноых процессов. Тез.докл. IV Всесоюзн. н.-т. конф. - Днепропетровск. 1981, С.46-47.

11. Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е., Киселев С.П. Переработка ванадийсодержащего чугуна дуплекс-процессом в конвертерах с пульсирующим дутьем.//Теория и практика кислородно-конвертерных, процессов. Тез. докл. IV Всесоюзн. н. -т. конф. - Днепропетровск, 1981, С. 121-122.

12. Явойский В.И., Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е. и др. Переработка вакадийсодержаидах чугунов в кислородном конвертере с пульсирующим дутьем.//В сб."Передел чугунов специального состава", -Свердловск, 1981, С. 20-28.

13. Явойский А. В., Хисамутдинов-Н.Е. Массообменные процессы в реакционной зоне конвертера с пульсирующей продувкой.//Изв.ВУЗов Ш, 1982, N 5, С. 24-27.

14. A.c. 969748 (СССР). Фурма./Жигач С.И.. Засухин О.Н.. Хисамутдинов Н.Е. И др. //Б. И.. 1982. N40, С. 100.

15. Явойский В.И., ■ Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е. Наведение шлака-при пульсирующей продувке низкомарганцовистого чугуна в конвертере.У/Сталь, 1983, N 1, С.16-18.

16. A.c. 1036755 (СССР). Фурма для подачи газа в конвертер./ Шгач С.И., Засухин Щ.Н., Хисамутдинов Н.Е. и др.// Б.И.,. 1983,

N 31, С. 99.

17. A.c. 1125983 (СССР). Фурма для продувки расплавов./Хисамутдинов Н.Е., Явойский A.B., Айзатулов P.C. и др.//описание изобретений ВНИ1ШИ ГКИ, 1984.

18. Явойский A.B., Хисамутданов Н.Е., Куличев Л. А. и др. При-

мененке пульсирующего дутья при переработке ванадийсодержащего" чугуна в конвертерах.//Сталь, 1985, N 2, С. 24-26.

19. Явойский A.B., Тарновский Г.А., Хксамутдинов Н.Е. и др. Факторы, определявшие величину оптимальной частоты пульсаций дутья в кислородных конвертерах.//Изв.ВУЗов 4M, 1986, Н 7, С. 37-41.

20. Николаев А.Л., Хисамутдинов Н.Е., Вагрянцев В.И. и др. Интенсификация предварительного подогрева лома в конвертерах с верхним топливо-кислородным дутьем. /'/Интенсификация металлургических процессов и повышение качества металла. Тез. докл.- Новокузнецк, 1986, С. 44.

21. Хисамутдинов Н. Е., Гребешок H.A. Влияние температурной неоднородности металла на процессы, протекающие в конвертерной ванне.//Теория и практика кислородно-конвертерных процессов. Тез. докл. - Днепропетровск. 1987, С.95-96.

22. Явойский A.B., Хисамутдинов Н.Е.', Айзатулов P.c. и др.Использование резонатора Гартмана для пульсирующей продувки чугуна

в конвертере.//Сталь,. 1988, К 1, С. 21-22.

23. Явойский A.B., Сизов А.М., Хисамутдинов Н.Е. и др. Применение фурм ИГДС для переработки низкомарганцовистого чугуна в большегрузных конвертерах.//Сталь, 1989. N8, С.22-25,

24. Хисамутдинов Н.Е., Гребенкж Н.Е.. Явойский A.B. Термока-пилярные явления при продувке металлических расплавов.// Изв. АН. Расплавы. 1989, N 2, С. 3-8.

25. A.c. 1447866 (СССР). Способ выплавки стали в конвертере./ Хисамутдинов Н.Е., Николаев А. Л., Айзатулов P.C. и др.//Б. И., 1988. N 48, С. 121.

26. Явойский А. В., Тарновский Г.А., Хисамутдинов Н.Е. и др. Применение пульсирующего дутья в конвертерном производстве стали.

М.: Черметинформапия, 1989, -27с.

27. Явойский A.B., Тарновский Г.А.. Хисамутдинов Н.Е. и др. Окисленность конвертерной ванны при различных режимах продувки.// Труды 1-го международного конгресса сталеплавильщиков,-М.: 1993, С. 59.

28. Явойский A.B., Тарновский Г.А.. Хисамутдинов Н.Е. и др. Факторы, определяющие амплитудно-частотные характеристики пульсирующего дутья в сталеплавильных процессах.//Труды 2-го международного конгресса сталеплавильщиков,- М.: 1994, С. 122-123.

29. Явойский A.B., Тарновский Г.А., Хисамутдинов Н.Е. и др. Факторы, определяющие амплитудно-частотные характеристики пульсирующего дутья в сталеплавильных процессах.//Изв. ВУЗов 4M, 1995, ■ N 5, С. 17-21.

30. Явойский A.B., Тарновский Г.А., Хисамутдинов Н.Е. и др. Переработка вйяадийсодержащих чугунев дуплекс-процессом в кислородных конвертерах'с нестационарным режимом подачи дутья.//Изв. ВУЗов 4M, 1996, К 1, С. 11-16.

Шесть работ переведено и опубликовано -за рубежом,

--

КУЗБАССКИЙ ФИЛИАЛ РОССИЙСКОЙ ИНЖЕНЕРНОЙ АКАДЕМИИ

/

\ ( I . « ■.. /

На правах рукописи

ХИСАМУТДИНОВ Николай Егорович

ПОВЕРХНОСТНЫЕ ЯВЛЕНИЯ И НЕСТАЦИОНАРНОСТЬ ПРИ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ОКИСЛИТЕЛЬНОГО ДУТЬЯ С ЖЕЛЕЗОУГЛЕРОДИСТЫМ РАСПЛАВОМ

Специальность 05.16.02 - "Металлургия черных металлов"

ДИССЕРТАЦИЯ

на соискание ученой степени доктора технических наук

Новокузнецк - 1997

- г -

СОДЕРЖАНИЕ

В В Е Д Е Н И Е....."......................................... 5

Глава I. ОБЗОР ИЗВЕСТНЫХ ВОЗЗРЕНИЙ НА ХАРАКТЕР ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ОКИСЛИТЕЛЬНОГО ДУТЬЯ СО СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ВАННОЙ ., 7

1.1. Анализ работ по исследованию аэро- и гидродинамики конвертерной ванны .................................. 7

1.2. Сведения о процессе образования и дробления капель .. 20

1.3. Современные представления об окислительном рафинировании жидкого металла............................. 29

1.4. Температурные условия в зоне продувки ............... 38

1.5. Роль поверхностных явлений при рафинировании металлургических расплавов ............................... 45

1.6. Выводы по главе ..................................... 51

Глава II. ЛАБОРАТОРНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЦЕССОВ, ПРОИСХОДЯЩИХ

В КОНВЕРТЕРНОЙ ВАННЕ ............................... 54

2.1. Выбор модели и методика исследования ................ 54

2.2. Влияние режимов продувки и нестационарности на размеры реакционной зоны, характер образования и выноса капель расплава из нее .............................. 71

2.3. Структура и размеры вторичной зоны .................. 90

2.4. Определение размеров реакционной зоны промышленных конвертеров ......................................... 94

2.5.Нестационарность - как фактор, определяющий характер протекания процесса............................. 103

2.5.1. Акустические характеристики сверхзвуковых струй, применяемых в промышленных конвертерах ............ 103

2.5.2. Инфразвук в спектре шума процесса продувки расплава кислородом.................................. 108

2.5.3. Роль высокочастотных составляющих шума в процессах, протекающих в реакционной зоне ............... 115

2.6. Выводы по главе ....................................... 118

Глава III. ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ И ПОВЕРХНОСТНЫХ СВОЙСТВ РАСПЛАВА В РЕАКЦИОННОЙ ЗОНЕ НА ГИДРОДИНАМИКУ КОНВЕРТЕРНОЙ ВАННЫ...................................... 121

3.1. Распределение температуры в подфурменной зоне. Методика исследования ................................. 121

3.2. Влияние поверхностных свойств расплава на гидродинамику вторичной реакционной зоны ................... 137

3.3. Влияние поверхностного натяжения расплава на формирование его потоков в реакционной зоне ............ 156

3.4. Выводы по главе ..................................... 161

Глава IV. ДИНАМИКА ПРОЦЕССОВ, ПРОИСХОДЯЩИХ В ЗОНЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ОКИСЛИТЕЛЬНОГО ДУТЬЯ С РАСПЛАВОМ . ......... 163

4.1. Промышленные эксперименты по отбору проб ив реакционной зоны конвертера ............................. 163

4.2. Материальный баланс первой стадии передела вана-дийсодержащих чугунов............................... 173

4.3. Расчет динамики окисления примесей в реакционной

зоне ................................................ 174

4.4. Определение скорости циркуляционных потоков в металлической ванне ................................... 194

4.5. Тепловая роль первичной и вторичной реакционной

зоны в нагреве конвертерной ванны................... 201

4.6. Выводы по главе ..................................... 204

Глава V. ВЛИЯНИЕ НЕСТАЦИОНАРНОСТИ ПРОЦЕССА И ПОВЕРХНОСТНЫХ ЯВЛЕНИЙ НА ОСОБЕННОСТЬ ОКИСЛЕНИЯ ПРИМЕСЕЙ В КОНВЕРТЕРНОЙ ВАННЕ ..................................... 208

5.1. Определение поверхностной активности ванадия в сплавах на основе железа............................ 208

5.2. Особенности окисления примесей во вторичной реакционной зоне ........................................ 218

5.3. Влияние нестационарности процесса и поверхностных явлений на процессы., происходящие в первичной реакционной зоне ...................................... 228

5.4. Влияние капилярных сил и инфразвуновых пульсаций

на обезуглероживание расплава в объеме ванны ........ 234

5.5. Выводы по главе ..................................... 239

Глава VI. ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ УПРАВЛЕНИЯ ПРОЦЕССОМ РАФИНИРОВАНИЯ РАСПЛАВА С ПОМОЩЬЮ АКУСТИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ........................................ 242

6.1. Попытки использования дополнительной акустической энергии в металлургических процессах ................ 242

6.2. Исследование взаимодействия пульсирующего дутья с железоуглеродистым расплавом ........................ 245

6.3. Конструкции устройств, позволяющих изменять частоту пульсаций сверхзвукового дутья промышленных

фурм................................................ 248

6.4. Промышленные эксперименты по определению эффективности пульсирующего дутья для передела ванадийсодержащего чугуна............................... 251

6.5. Опыт применения пульсирующего дутья, создаваемого газодинамическими модулями ....................... 259

6.6. Применение пульсирующей продувки на ЗСМК ............ 266

6.7. Выводы по главе..................................... 26?

Глава VII. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ДЕСТАБИЛИЗИРОВАННОГО ДУТЬЯ ДЛЯ ИНТЕНСИФИКАЦИИ ПРОЦЕССА ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ОКИСЛИТЕЛЬНОГО ДУТЬЯ С РАСПЛАВОМ...................... 272

7.1. Исследование аэродинамики дестабилизированных

сверхзвуковых газовых струй ......................... 272

7.2. Динамика окисления примесей ванадийсодержащего чугуна при использовании дестабилизированного дутья ... 282

7.3. Совершенствование конструкций дутьевых устройств .... 293

7.4. Технологические особенности использования плоских наконечников для переработки ванадийсодержащего чугуна.....................................:........ 301

7.5. Использование дестабилизированного дутья для переработки фосфористого чугуна ......................... 303

7.6. Переработка низкомарганцовистых чугунов с применением плоских наконечников........................... 307

7.7. Выводы по главе ....................................................323

ЗАКЛЮЧЕНИЕ ......................................... '..............327

ЛИТЕРАТУРА ................................................... 333

ПРИЛОЖЕНИЯ ........................................................................................358

ВВЕДЕНИЕ

Использование кислорода, подаваемого в расплав в виде струй является отличительной особенностью современного сталеплавильного производства, причем кислородная струя является основным фактором, определяющим характер высокотемпературных физико-химических процессов, протекающих в системе из нескольких фаз - жидких, твердых и газообразных. Прежде всего это относится к кислородно- конвертерному способу выплавки стали.

Ранее изучение основ классических способов выплавки стали ограничивалось рассмотрением химических процессов, происходящих в расплавленной ванне, в отрыве от процессов аэро- и гидродинамики, массообмена, диффузии и теплопередачи, составляющих неотъемлемую часть процесса рафинирования и влияющих на него определяющим образом. К настоящему времени накоплено значительное количество сведений по теплопередаче и массообмену, вопросам химической кинетики и термодинамики, подробно освещенным в работах В.И. Явойского, В.И. Баптизманского, М.Я. Меджибожского, С.И. Филиппова, С,Л. Левина, А.Н. Морозова и других исследователей.

Большое значение придается азро- и гидродинамике продуваемого расплава (В.И. Баптизманский, В.Б. Охотский, А.Г. Черняте-вич и другие). Однако большинство исследований посвящено отдельным вопросам, а попытки связать в общую картину процессы, происходящие при продувке металла кислородом, привели к тому, что существует несколько, отличных друг от друга точек зрения на нее. Плохо изучено или не рассматривалось вообще влияние акустической энергии струй и характера изменения сил поверхностного натяжения расплава в подфурменной зоне на зарождение и перемещение пузырь-

коб и неметаллических включений, изменение формы и перемещение реакционной зоны, циркуляции металла в ванне, каплеобразование и выбросы металла из реакционной зоны.

Исследования на-"горячих моделях" (продувка чугуна в прозрачном кварцевом тигле с использованием фото- и киносъемки со скоростью до 4000 кадров в секунду) показали, что картина взаимодействия окислительного дутья с расплавленной ванной несколько отличается от общепризнанных вариантов. В настоящей работе предпринята попытка рассмотреть процесс продувки с основным упором на физические явления, которым до настоящего времени не уделялось достаточного внимания, провести поиск путей управления процессом рафинирования металла, возможности создания благоприятных условий для избирательного окисления компонентов расплава и реализовать их в промышленности, например, при выплавке стали в конвертерах.

Необходимо отметить, что попытка пересмотреть некоторые положения теории взаимодействия окислительного.дутья с расплавленной ванной впервые была предпринята еще в работе над кандидатской диссертацией Ш. Настоящая работа является ее логическим продолжением с более детальным рассмотрением всех явлений происходящих в подфурменной . зоне и добавлением новых материалов, часть которых нашла свое отражение в последующих после зашиты кандидатской диссертации публикациях, а другая часть приводится в данной работе впервые.

Возможно, некоторые аспекты предлагаемого взгляда на теорию кислородной продувки могут показаться дискуссионными и, несомненно, потребуют дальнейшего продолжения исследований в данном направлении.

Г л а в а I

ОБЗОР ИЗВЕСТНЫХ ВОЗЗРЕНИЙ НА ХАРАКТЕР ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ОКИСЛИТЕЛЬНОГО ДУТЬЯ СО СТАЛЕПЛАВИЛЬНОЙ ВАННОЙ

1.1. Анализ работ по исследованию азро- и гидродинамики конвертерной ванны

Процессы, протекающие в сталеплавильной агрегатах, характеризуются чрезвычайной сложностью и многостадийностью. Принято считать, что скорость химического взаимодействия реагентов выше скорости их массопереноса и поэтому быстрота рафинирования расплава в значительной степени определяется гидродинамическими условиями, которые, в свою очередь, зависят от аэродинамики окислительных струй [2]. Это наиболее характерно для кислородно-конвертерного способа производства стали, отличающегося от других более высокой интенсивностью. В работе [3] отмечается, что скорость обезуглероживания в конвертерной ванне на два порядка выше, чем в мартеновской за счет чрезвычайно развитой поверхности контакта металл-газ и металл-шлак Ш. При соударении кислородной струи с расплавом в последнем образуется кратер и огромное количество металлических капель, суммарная поверхность которых на 1-2 порядка выше поверхности кратера [2].

Ряд работ [6,7,8,9] посвящен изучению влияния различных факторов (параметры дутья, физические свойства газа и расплава, конструкции дутьевых устройств и т.д.) на характер протекания этого процесса. Впервые математические описания его были выполнены И.Г. Казанцевым. Они стали основополагающими для инженеров-металлургов на многие годы вперед [2,4,7,8]. Изучая газовую струю он определил, что неравномерность химического состава,

температуры и осевой скорости струи s может быть определена в любой заданной точке как функция двух безразмерных параметров x/d, Аг:

Сх " Сер tx~ tCp (а>х f X \ s = - = - s _ = ф _ f Ar s (1Л)

Са " ССр ta - tCp Wa 4 d ' где: . d - выходной диаметр сопла;,

х - расстояние от среза сопла до точки на оси потока; ОхЛх ~ концентрация компонента и температура струи на

расстоянии х от среза сопла; СаЛа - то же на срезе ёопла; СсрЛср ~ средние значения в сечении х ;, (i)a <а)х - осевая скорость струи на срезе сопла и сечении х ; Аг - критерий Архимеда.

Рстр ' Ца

Аг = - , (1.2)

е(рср - Рстр)с1

где: рстрз Рср - плотность струи и среды, в которую она истекает; g - ускорение силы тяжести. По Казанцеву распределение скоростей газа по оси струи может быть определено по уравнению:

1 1 <*х г х \ '

— • - = const (1.3)

<*>а v d /

И.Д. Семикин и Э.М. Гольдфарб предложили определять скорос-

ти газа по сечению струи по уравнению:

о)у г f У \ 3/2i2

— = 1 - - ) > (1.4)

(дх L

4 Г / -1

где: г - радиус струи в данном сечении;

уу - скорость потока на расстоянии у от оси струи. При истечении струи в жидкую ванну образуется кратер, глубина которого определяется соотношением инерционных сил струи с

архимедовыми силами жидкости. Критерий Архимеда в этом случае равен:

Аг =

Рстр'<*>1

2

(1.5)

где: «1, й± - осевая скорость и диаметр струи в месте встречи ее С поверхностью жидкости, м/с, м; рж - плотность жидкости (плотность«? струи в знаменателе можно принебречь из-за незначительности по сравнению с плотностью жидкости), кг/м3;, а глубину кратера в этом случае можно вычислить из выражения (1.6) [103:

V е-

Рстр"

, М,

(1.6)

Рж

Это уравнение не очень удобно для расчетов, так как весьма затруднительно определить величину с31 и <*>!, поэтому общепринято пользоваться формулой (1.7) [21:

Ь = к

Р

0,5.Н 0,6

Окр

рж0'4- (1+ Х!/с1крВ)

, М,

(1.7)

где: р - давление дутья перед соплом, Па; ¿кр - критический диаметр сопла Лаваля, м; XI - расстояние от фурмы до поверхности ванны, м; В - некоторая постоянная, равная для маловязких жидкостей 40;

к - коэффициент, равный 40 и зависящий от размерности величин.

Рис1.1. Схема струи кислорода, истекающей из односопловой фурмы (диаметр сопла - 85мм, расход кислорода -59м3/мин): 1 - динамический напор; 2 - скорость

с

Распределение эпюры скоростей и динамических напоров газа по сечению потока, построенным согласно вышеперечисленных формул, представлены на рисунке 1.1 [2]. Такую форму струи, видимо, следует считать идеализированной, так как фактические замеры скоростей и динамических напоров сверхзвуковых кислородных струй дают несколько иное представление о ее форме.

На самом деле процессы, сопровождающие истечение газовых струй, весьма сложны. Вовлекается в движение окружающая среда

(газ, капли металла и шлака), образуются вихревые течения, об-

\

ласти сжатия и разряжения, звуковые волны. Попытка количественного описания процесса истечения струи с учетом вышеперечисленных факторов наталкивается на большие трудности.

На рисунке 1.2 показано внутреннее строение недорасширенной сверхзвуковой струи [11,12], условно разделяющейся на три участка:

- начальный (газодинамический), где влияние вязкости и теплопроводности незначительно и сказывается лишь в очень тонком пограничном слое;

- переходный - существенно проявляется турбулентность, но имеется ядро постоянной скорости, а максимальная скорость по сечению не лежит на оси струи;

- основной, в котором осевая скорость становится максимальной.

В данной работе будут рассматриваться только затопленные, истекающие в газовую среду струи, а свободные, распространяющиеся в вакууме, пока не представляют интереса для металлургов.

Сверхзвуковая струя может истекать в неподвижную среду с давлением рн в трех режимах, зависящих от давления на срезе сопла ра • Отношение этих величин называют степенью нерасчетное-

Рис.1.2. Схема недорасширенной сверхзвуковой струи: и - местная продольная скорость; ит - максимальная скорость в сечении; и0.с ~ скорость на оси струи

ти:

Ра

n X - ; , (1.8)

Рн

Режим недорасширения - (ра > рн , n > 1); перерасширения -(Ра <Рн , п < 1); расчетный - (Ра = Рн • п = 1).

Граница недорасширенной затопленной струи (рис.1.2, 1.3. а) представляет собой поверхность вдоль которой (ра = рн). Ввиду того, что давление газа в струе на срезе сопла больше наружного (ра >Рн)» струя сразу же после выхода из сопла расширяется, а затем, по мере удаления от него, угол расширения начинает уменьшаться. Искривление границы струи происходит за счет волн сжатия, в результате наложения которых образуется ударная волна 1, а при недорасширении (п > 3) возникает центральный скачок уплотнения (маховский диск) 3, фронт которого перпендикулярен оси струи. Ударная волна 2, выходящая из точки С>достигает границы струи и вызывает появление центрированной волны разрежения. Вследствие этого начинается вторичное расширение струи. В области I траектория частиц газа имеет значительную кривизну, а в областях II и III местные направления вектора скорости незначительно отличаются от осевого направления. В случае перерасширения (рис. 1.3.6) восстановление давления в струе (n < 1) происходит при помощи ударной волны 1, фронт которой сходит с кромки сопла, а при значительном перерасширении на оси образуется маховский диск, диаметр которого меньше диаметра выходного сечения сопла. От него отходит конусообразная ударная волна, которая отражаясь от границы струи, вызывает появление центрированной волны разряжения, в результате чего начинается расширение струи. Структура перерасширенной сверхзвуковой струи, представленная на рисунке 1.3.6, характерна для сопел с углом раствора до 15°, но

5

Рис.1.3. Начальный участок сверхзвуковой струи: а - недорасширенной; б - перерасширенной

с его увеличением картина резко меняется: может отсутствовать участок сужения и образуются новые ударные волны. В металлургии используются в основном недорасширенные сверхзвуковые струи.

В процессе продувки расплава сверхзвуковая струя распространяется не в неподвижную газовую фазу, а взаимодействует с отходящим с большой скоростью из кратера обратным газовым потоком и иногда со стенками самого кратера вследствие его нестабильности. Поэтому, с большой степенью вероятности, можно предположить, что геометрические размеры струи, плотность, расход и концентрация компонентов газового состава струи будут несколько иными, чем рассматривалось выше.

В работе 1121 эжекционная способность струи оценивается присоединенной массой струи £}Пр.м или относи